胡建良，易幼平，宋雷鈞，金 淼，薄 宏

?

航空接頭鍛件低速等溫模鍛成形及其塑性變形微觀機(jī)理

胡建良1，易幼平2，宋雷鈞3，金 淼1，薄 宏4

(1. 燕山大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，秦皇島 066004；2. 中南大學(xué) 高性能復(fù)雜制造國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410083；3. 南京迪威爾高端制造股份有限公司，南京 210048；4. 燕山大學(xué) 亞穩(wěn)材料制備技術(shù)與科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，秦皇島 066004)

采用低速等溫模鍛工藝制備7A85鋁合金航空接頭鍛件，并對(duì)其在低速等溫條件下塑性變形的微觀機(jī)理進(jìn)行分析。結(jié)果表明：低速等溫模鍛工藝有利于航空接頭鍛件的塑性成形，鍛件成形質(zhì)量良好，且鍛件內(nèi)部顯微組織細(xì)小均勻。在低速等溫變形條件下，晶界滑移是航空接頭鍛件塑性變形的主要機(jī)制，而擴(kuò)散蠕變是晶界滑移的主要因素?；诳瘴粩U(kuò)散理論，建立7A85鋁合金航空接頭鍛件在極低變形速度條件下的塑性變形本構(gòu)方程，為低速等溫鍛造工藝提供理論指導(dǎo)。

航空接頭鍛件；低速等溫模鍛；晶界滑移；微觀機(jī)理

航空制造業(yè)競(jìng)爭(zhēng)特點(diǎn)是輕量化，由此驅(qū)動(dòng)飛機(jī)結(jié)構(gòu)件的設(shè)計(jì)制造向大型、整體、復(fù)雜、精密、優(yōu)質(zhì)方向發(fā)展，其制造技術(shù)已成為決定飛機(jī)性能、可靠性及經(jīng)濟(jì)性的重要因素[1?3]。復(fù)雜航空構(gòu)件傳統(tǒng)制造方式是對(duì)自由鍛件進(jìn)行機(jī)加工成形，這種制造工藝帶來(lái)了殘余應(yīng)力過大、加工易變形、組織性能各向異性以及材料浪費(fèi)嚴(yán)重等問題。而等溫鍛造工藝可消除冷模效應(yīng)，大幅度降低材料變形抗力，提高成形過程中金屬的流動(dòng)性，同時(shí)最大程度地減小了鍛件加工余量，甚至達(dá)到近凈成形，十分適合復(fù)雜航空構(gòu)件的精密成形，逐漸受到國(guó)內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注[4?7]。近年來(lái)，歐美國(guó)家已成功將整體模鍛件應(yīng)用于波音787飛機(jī)和空客A380飛機(jī)的重要承力構(gòu)件[8?10]。單德彬等[11?12]對(duì)高強(qiáng)耐熱鎂合金多向轉(zhuǎn)接頭和稀土鎂合金薄腹高筋支架等溫成形過程進(jìn)行了有限元模擬和實(shí)驗(yàn)研究，成功鍛造出質(zhì)量良好的模鍛件。郭鴻鎮(zhèn)等[13]研究了不同近等溫鍛造成形工藝條件下TC21鈦合金的顯微組織及拉伸性能。陳康華等[14?15]研究了7085鋁合金等溫模鍛過程中的熱變形溫度和鍛造速率參數(shù)對(duì)合金組織和性能的影響。然而對(duì)鋁合金等溫鍛造工藝特別是低速等溫鍛造工藝的微觀機(jī)理研究較少。本文作者以7A85鋁合金航空接頭為研究對(duì)象，采用低速等溫模鍛工藝，開展了鍛件的精密模鍛實(shí)驗(yàn)，分析了低速等溫模鍛工藝下鍛件的塑性變形微觀機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)

圖1所示為7A85鋁合金航空接頭鍛件照片。此鍛件外廓尺寸為550 mm×180 mm×174 mm，且為典型的筋高、壁薄結(jié)構(gòu)件，最薄處只有20 mm。航空接頭鍛件材料為西南鋁業(yè)(集團(tuán))有限責(zé)任公司提供的7A85鋁合金，其名義化學(xué)成分如表1所列。航空接頭的低速等溫模鍛實(shí)驗(yàn)在40 MN等溫模鍛液壓機(jī)上進(jìn)行，模具溫度為450 ℃，坯料以10 ℃/min的速度從室溫加熱至450 ℃，并保溫4 h。鍛坯與模具的潤(rùn)滑劑為環(huán)保型水基潤(rùn)滑劑(二硫化鎢+水+添加劑)，潤(rùn)滑方式為噴霧潤(rùn)滑。

圖1 7A85鋁合金航空接頭鍛件照片

表1 7A85鋁合金的化學(xué)成分

2 結(jié)果與分析

2.1 航空接頭低速等溫模鍛成形

圖2所示為航空接頭低速等溫模鍛成形過程中實(shí)測(cè)的壓力及速度曲線。從圖2可以看出，鍛壓開始階段，鍛壓速度為1 mm/s，坯料處于鐓粗過程，載荷較小且增長(zhǎng)十分平緩；當(dāng)位移值達(dá)到65 mm左右時(shí)，此時(shí)鍛壓速度為0.1 mm/s，鍛件成形壓力開始急劇增大，進(jìn)入閉式模鍛過程，坯料在壓應(yīng)力作用下進(jìn)行反擠，充填上下筋板；當(dāng)位移值達(dá)到72 mm，鍛壓速度由0.05 mm/s降為0.002 mm/s，壓力出現(xiàn)驟減，而后又劇烈增大。直到鍛壓結(jié)束時(shí)，航空接頭低速等溫模鍛最大載荷約為32 MN。圖3和圖4所示分別為7A85鋁合金航空接頭的鍛坯和終鍛件。在低速等溫模鍛工藝條件下，航空接頭鍛件充填完整，金屬流動(dòng)平緩，未出現(xiàn)氣泡、折邊、分層、折疊、裂縫等缺陷。

圖2 航空接頭鍛件低速等溫鍛造壓力及速度曲線

圖3 航空接頭鍛坯結(jié)構(gòu)示意圖

圖4 航空接頭終鍛件結(jié)構(gòu)示意圖

2.2 顯微組織分析

從航空接頭鍛件上選取一截面，如圖4虛線框所示位置，在截面上選擇4個(gè)部位對(duì)航空接頭鍛件進(jìn)行金相分析，如圖5所示。從航空接頭鍛件的金相圖(見圖6)可知，航空接頭鍛件、位置在鍛壓成形的開始階段就基本完成變形，金屬流動(dòng)較平緩，沒有出現(xiàn)條狀晶粒分布。金屬流動(dòng)比較劇烈的部位為、位置，晶粒組織略呈線條狀分布。鍛件各個(gè)部位都均勻地發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為，其中、、、部位的平均晶粒直徑分別為41、37、35和32 μm，晶粒組織細(xì)小均勻。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明在低速等溫模鍛工藝條件下，航空接頭鍛件具有較好的晶粒組織均勻性。

圖5 航空接頭鍛件金相分析截面圖

圖6 航空接頭鍛件金相圖

在航空接頭鍛件塑性變形開始階段，合金內(nèi)部存儲(chǔ)的應(yīng)變能達(dá)到動(dòng)態(tài)再結(jié)晶所需要的能量時(shí)，內(nèi)部發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為。動(dòng)態(tài)再結(jié)晶消耗了合金的畸變能，從而降低了位錯(cuò)密度。隨著變形的繼續(xù)，由于晶粒位向不同，各晶粒之間的變形不均勻，位向有利的晶粒發(fā)生滑移，晶界處有明顯的晶界滑移帶(見圖7(a))。而位向不利的晶粒則受擠壓，晶粒內(nèi)部位錯(cuò)密度增大(見圖7(b))。在低速等溫條件下，如果鍛件的局部應(yīng)力集中大于晶體內(nèi)部的臨界切應(yīng)力，晶界附近的位錯(cuò)則發(fā)生滑移?攀移運(yùn)動(dòng)，異號(hào)位錯(cuò)相互抵消，從而使合金內(nèi)部的應(yīng)力集中得以松弛，晶界滑移得以繼續(xù)。晶界作為位錯(cuò)的源和井，晶界上的位錯(cuò)可以由晶內(nèi)的位錯(cuò)滑移來(lái)相互抵消，同時(shí)晶內(nèi)位錯(cuò)也可以通過滑移運(yùn)動(dòng)到晶界上(見圖7(c))。

當(dāng)變形速度降至最低速度時(shí)，晶界位錯(cuò)以滑移?攀移方式沿晶界運(yùn)動(dòng)，其滑移分量導(dǎo)致晶界滑移，攀移分量引起擴(kuò)散蠕變[16]。擴(kuò)散蠕變會(huì)導(dǎo)致晶界處出現(xiàn)無(wú)沉淀析出帶，當(dāng)位錯(cuò)沿晶界運(yùn)動(dòng)有大的攀移分量時(shí)，該晶界處的無(wú)沉淀析出帶較寬。相反地，當(dāng)位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)具有較小攀移分量時(shí)，晶界處的無(wú)沉淀析出帶較窄。而對(duì)于某些區(qū)域，晶界處沒有析出相，這是由于位錯(cuò)攀移運(yùn)動(dòng)較劇烈，溶質(zhì)原子和空位擴(kuò)散明顯，析出相難以形核長(zhǎng)大。如圖7(d)所示，航空接頭鍛件在晶界處出現(xiàn)無(wú)沉淀區(qū)，說明在極低變形速度條件下，鍛件內(nèi)部擴(kuò)散蠕變運(yùn)動(dòng)劇烈，此時(shí)，晶界滑移速率則由位錯(cuò)攀移速度所控制[17?18]。

綜上所述可知，航空接頭鍛件在低速等溫變形條件下，內(nèi)部均勻地發(fā)生動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為，動(dòng)態(tài)再結(jié)晶消耗了合金的崎變能，從而降低了位錯(cuò)密度，塑性變形得以繼續(xù)進(jìn)行。在低速等溫變形條件下，晶界滑移是鍛件變形的主要機(jī)制，而當(dāng)變形速度將至最低速度時(shí)，擴(kuò)散蠕變是促進(jìn)鍛件內(nèi)部晶界滑移的主要因素，晶界滑移速率則由位錯(cuò)攀移速度所控制。

2.3 航空接頭鍛件極低變形速度條件下塑性變形微觀機(jī)理分析

圖8所示為鍛件微觀組織演變?cè)韴D，晶粒A和B沿著晶界滑移時(shí)，當(dāng)遇到三角晶界處的阻擋晶粒C，其滑移運(yùn)動(dòng)被迫停止。在滑移運(yùn)動(dòng)受阻處容易引起應(yīng)力集中，為了緩解這種晶內(nèi)局部的應(yīng)力集中，阻擋晶粒C內(nèi)部激活位錯(cuò)，使晶粒內(nèi)部的位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)到晶界上。當(dāng)內(nèi)部應(yīng)力達(dá)到臨界值時(shí)，塞積在晶界處的位錯(cuò)就能發(fā)生攀移運(yùn)動(dòng)而消失，于是晶體內(nèi)部局部?jī)?nèi)應(yīng)力得到松弛，晶界的滑移運(yùn)動(dòng)得以繼續(xù)發(fā)生。所以在極低變形速度條件下，航空接頭鍛件晶界滑移速率由位錯(cuò)攀移運(yùn)動(dòng)所制約。

圖7 航空接頭鍛件的TEM像

圖8 低速等溫下鍛件顯微組織演變?cè)韴D

參考Mukherjee模型[19]，晶界滑移速率由位錯(cuò)攀移速度控制，晶粒直徑是位錯(cuò)攀移的距離，晶界滑移速率為

式中：為晶界滑移距離；為晶粒直徑；為位錯(cuò)攀移時(shí)間。

阻礙晶粒運(yùn)動(dòng)造成的應(yīng)力集中使晶界處存在大量的空位，晶界空位濃度差是位錯(cuò)攀移的驅(qū)動(dòng)力。設(shè)過飽和空位濃度為，平衡空位濃度為0，平衡空位濃度由可確定為

式中：f為空位形成能，即增加一個(gè)空位所需增加的能量，相當(dāng)于將一個(gè)原子移動(dòng)所需的能量。為常數(shù)，一般在1~10之間；為Boltzmann常數(shù)；為熱力學(xué)溫度。而晶界上的空位濃度與作用在晶粒上的應(yīng)力有關(guān)，具體表達(dá)式如下：

式中：為作用在晶粒上的應(yīng)力；為Burgers矢量。因此，晶界上的空位擴(kuò)散方程為

式中：為擴(kuò)散通量；V為空位擴(kuò)散系數(shù)；gb=V0，為晶界擴(kuò)散系數(shù)。

位錯(cuò)攀移速度和晶界上的空位擴(kuò)散速度一致，不考慮方向性，可以得到位錯(cuò)攀移速度為

將空位濃度方程代入式(5)可得：

所以位錯(cuò)攀移速度為

則位錯(cuò)攀移至消失處所需要的時(shí)間為

將式(9)代入式(1)可得晶界滑移速率為

式中：為晶界滑移距離，可以近似為位錯(cuò)的Burgers矢量，即=。當(dāng)=723 K時(shí)，晶界擴(kuò)散系數(shù)gb為7.9×10?12m2/s；Burgers矢量為2.86×10?10m[20]；Boltzmann常數(shù)為1.38×10?23J/K；平均晶粒直接為38×10?6m。

在低速等溫條件下，航空接頭鍛件塑性變形的主要機(jī)制為晶界滑移，因此，可以假定實(shí)際航空接頭鍛件宏觀應(yīng)變速率與晶界滑移速率成一定的協(xié)調(diào)關(guān)系，實(shí)際航空接頭鍛件宏觀應(yīng)變速率為

根據(jù)7A85鋁合金穩(wěn)態(tài)流變應(yīng)力曲線[21]可以獲得不同宏觀應(yīng)變速率條件下的應(yīng)力數(shù)據(jù)，如表2所示。由于低速等溫狀態(tài)下，鍛件處于穩(wěn)定狀態(tài)，鋁合金應(yīng)力可以近似為晶粒上的應(yīng)力。將應(yīng)力數(shù)據(jù)代入式(10)，可以獲得航空接頭鍛件宏觀應(yīng)變速率與晶界滑移速率關(guān)系圖，如圖9所示。航空接頭鍛件宏觀應(yīng)變速率和晶界滑移速率呈一定的指數(shù)函數(shù)關(guān)系，對(duì)圖中的數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行擬合，可以獲得鍛件宏觀應(yīng)變速率與晶界滑移速率關(guān)系式：

因此，可以獲得7A85鋁合金航空接頭鍛件在極低變形速度條件下的塑性變形本構(gòu)方程：

表2 不同宏觀應(yīng)變速率下7A85鋁合金應(yīng)力參數(shù)

圖9 鍛件宏觀應(yīng)變速率與晶界滑移速率關(guān)系圖

3 結(jié)論

1) 通過低速等溫模鍛工藝制備了大型復(fù)雜航空接頭鍛件，鍛件充填完整，內(nèi)部未出現(xiàn)氣泡、折邊、分層、折疊、裂縫等缺陷，成形質(zhì)量良好。航空鍛件內(nèi)部均勻地發(fā)生了動(dòng)態(tài)再結(jié)晶行為，且晶粒組織細(xì)小均勻，具有較好的顯微組織均勻性。

2) 航空接頭鍛件在低速等溫變形條件下，晶界滑移是鍛件塑性變形的主要機(jī)制?？刂凭Ы缁频奈⒂^過程比較復(fù)雜，其中擴(kuò)散蠕變是促進(jìn)鍛件內(nèi)部晶界滑移的主要因素。

3) 在極低變形速度條件下，航空鍛件的晶界滑移速率則由位錯(cuò)攀移速度所控制，而位錯(cuò)攀移的驅(qū)動(dòng)力是晶界的空位濃度差。因此，基于空位擴(kuò)散理論，建立了7A85鋁合金航空接頭鍛件在低速等溫條件下的塑性變形本構(gòu)方程，為低速等溫鍛造工藝提供理論指導(dǎo)。

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(編輯 龍懷中)

Low speed isothermal forging and microcosmic mechanismanalysis of plastic deformation of aviation joint forging

HU Jian-liang1, YI You-ping2, SONG Lei-jun3, JIN Miao1, BO Hong4

(1. College of Mechanical Engineering, Yanshan university, Qinhuangdao 066004, China; 2. State Key Laboratory of High Perfermance Complex Manufacturing, Central South University, Changsha 410083, China;3. Nanjing Develop Advanced Manufacturing Co., Ltd., Nanjing 210048, China; 4. State Key Laboratory of Metastable Materials Science and Technology, Yanshan University, Qinhuangdao 066004, China)

The aviation forging of 7A85 aluminum alloy was prepared by the isothermal forging process with low speed, and the microcosmic mechanism of the plastic deformation was analyzed. The results show that the aviation forging is easily formed by using isothermal forging process with low speed, and the uniform microstructure is obtained. Grain boundary sliding is the main mechanism during the isothermal forging process with a low speed, and the diffusion creep is the main factor leading to the grain boundary sliding. Therefore, based on the vacancy diffusion theory, the plastic deformation constitutive equation of aviation forging under extremely low speed isothermal forging process is established in order to provide guidance for the low speed isothermal forging process.

aviation joint forging; low speed isothermal forging process; grain boundary sliding; microcosmic mechanism

Project(2010CB731701) supported by Key Project of Chinese National Programs for Fundamental Research and Development; Project(51401179) supported by National Natural Science Foundation of China; Project(E2015203116) supported by Natural Science Foundation of Hebei Province, China; Project(B980) supported by Doctor Foundation of Yanshan University, China

2016-10-12;

2017-06-02

YI You-ping; Tel: +86-731-88830294; E-mail: yyp@csu.edu.cn

10.19476/j.ysxb.1004.0609.2017.11.10

1004-0609(2017)-11-2260-07

TG316.3

A

廣國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃資助項(xiàng)目(2010CB731701)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51401179)；河北省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(E2015203116)；燕山大學(xué)博士基金資助項(xiàng)目(B980)

2016-10-12；

2017-06-02

易幼平，教授，博士；電話：0731-88830294；E-mail：yyp@csu.edu.cn